陳 杰 鄭 革 董武峰 胡天寒 丁 凱 高玉來,5

(1.永固集團(tuán)股份有限公司,浙江 樂清 325600; 2.上海大學(xué) 省部共建高品質(zhì)特殊鋼冶金與制備國家重點(diǎn)實(shí)驗(yàn)室,上海 200444;3.上海大學(xué) 先進(jìn)凝固技術(shù)中心,上海 200444; 4.上海大學(xué) 材料科學(xué)與工程學(xué)院,上海 200444;5.上海金屬零部件綠色再制造工程技術(shù)研究中心,上海 200444)

銅的導(dǎo)熱和導(dǎo)電性能優(yōu)異,并具有良好的延展性和加工成形性能,在各工業(yè)部門得到了廣泛應(yīng)用[1-2]。鋁的導(dǎo)熱和導(dǎo)電性能僅次于銀、銅和金。鑒于鋁礦資源豐富、價格低廉,鋁和銅的物理性質(zhì)相似,但密度僅為銅的1/3,因此,在實(shí)際工業(yè)應(yīng)用中常用鋁代替銅以降低成本、節(jié)約資源[3-4]。目前,鋁代銅技術(shù)已應(yīng)用于電力、電子、化工、能源等多個領(lǐng)域,例如電力傳輸系統(tǒng)[5-6]、鋰離子電池[7]、熱交換器和太陽能吸收器[8]等。然而,用鋁代替銅必然會涉及鋁和銅的連接,因此如何實(shí)現(xiàn)鋁和銅的可靠連接已成為研究者關(guān)注的重點(diǎn)。

鋁與銅的熔點(diǎn)和電極電位相差較大,而且鋁-銅界面處極易形成金屬間化合物(intermetallic compound, IMC),這對鋁-銅接頭的導(dǎo)電和導(dǎo)熱性能等均有很大影響。Amani等[9]研究了Al/Cu爆炸焊接頭在熱處理過程中界面IMC的形成規(guī)律,發(fā)現(xiàn)鋁-銅界面存在4種類型的IMC;基于熱力學(xué)分析,IMC的生成順序依次為Al2Cu、Al4Cu9、AlCu和Al3Cu4。Ren等[10]研究發(fā)現(xiàn),鋁-銅界面Al2Cu的形成受Cu和Al在熔體中的擴(kuò)散控制,且隨溫度升高而越易生成,AlCu的形成則同時受Cu和Al在Al2Cu中的擴(kuò)散影響。Chen等[11]認(rèn)為,鋁-銅界面IMC主要有Al2Cu、AlCu和Al4Cu9,其中Al2Cu在與Al熔體接觸的區(qū)域形成,AlCu和Al4Cu9在靠近Cu基體的區(qū)域形成。Abbasi等[12]研究Al/Cu冷壓焊時發(fā)現(xiàn),隨著IMC厚度的增加,焊接接頭的電導(dǎo)率迅速降低;當(dāng)IMC厚度超過2.5 μm時,接頭的剝離強(qiáng)度明顯降低。Solchenbach等[13]采用熱輸入更小的激光釬焊方法實(shí)現(xiàn)了Al/Cu的焊接,研究發(fā)現(xiàn),當(dāng)界面層厚度超過3～5 μm這一臨界值時,接頭導(dǎo)電性能明顯下降。Garg等[14]發(fā)現(xiàn),AA6061鋁合金與Cu的焊接接頭失效于接頭界面處Al/Cu金屬間化合物層。由于Al/Cu的熔焊易在界面處生成脆性高電阻IMC,因此多采用焊接溫度較低的固相焊技術(shù)焊接鋁/銅。

旋轉(zhuǎn)摩擦焊是一種較成熟的焊接技術(shù)[15-17],在Al/Cu焊接中應(yīng)用廣泛。Kimura等[18]研究了Al/Cu旋轉(zhuǎn)摩擦焊初始階段界面組織的變化,發(fā)現(xiàn)在焊接過程中,頂鍛變形首先發(fā)生在鋁側(cè),在摩擦焊時間達(dá)到6 s時界面開始產(chǎn)生IMC。Lee等[5]研究了Al/Cu摩擦焊后熱處理過程中界面IMC對接頭導(dǎo)電性能和力學(xué)性能的影響,發(fā)現(xiàn)隨著熱處理溫度的升高和時間的增加,IMC厚度逐漸增加,接頭的導(dǎo)電性能急劇降低,力學(xué)性能降低,接頭的斷裂位置從鋁母材轉(zhuǎn)變?yōu)榻缑?。上述研究結(jié)果充分說明,旋轉(zhuǎn)摩擦焊鋁-銅接頭界面組織對其力學(xué)性能影響顯著。因此,本文使用旋轉(zhuǎn)摩擦焊技術(shù)對1070純鋁和T2純銅進(jìn)行焊接,并對鋁-銅接頭界面組織及其對接頭力學(xué)性能的影響進(jìn)行了研究。

1 試驗(yàn)材料與方法

試驗(yàn)材料為1070純鋁棒和T2純銅棒,兩種棒材的直徑分別為25和20 mm。使用旋轉(zhuǎn)摩擦焊工藝連接1070純鋁和T2純銅,摩擦焊設(shè)備型號為C-20L。旋轉(zhuǎn)摩擦焊參數(shù)如表1所示。焊后先去除焊接接頭的飛邊,再對接頭進(jìn)行鍛壓,以獲得接近實(shí)際使用形態(tài)的接頭。原始焊接接頭及鍛壓后接頭如圖1所示。按照電力金具評估方法[19]對鍛壓后接頭進(jìn)行室溫彎曲試驗(yàn),彎曲斷裂于界面為不合格,斷裂于非界面為合格。彎曲試驗(yàn)采用的兩塊試樣的焊接工藝相同,焊前端面狀態(tài)不同。在實(shí)際生產(chǎn)中,焊接試樣端面需先進(jìn)行打磨以去除表面氧化物和油污,打磨后需在2 h內(nèi)完成焊接,但偶爾會出現(xiàn)材料端面清理不完全及氧化等情況,從而影響接頭界面的結(jié)合效果。

由于鋁和銅的耐蝕性能和電化學(xué)性能差別較大,采用分步法對原始態(tài)接頭和彎曲試驗(yàn)斷裂后接頭進(jìn)行腐蝕。Al側(cè)熱影響區(qū)及母材采用體積比為1.5∶1的HCl+HF腐蝕劑進(jìn)行腐蝕,Cu側(cè)熱影響區(qū)及母材采用1 g FeCl3+20 mL HCl+100 mL去離子水的腐蝕劑進(jìn)行腐蝕。采用光學(xué)顯微鏡(optical microscope, OM)、掃描電子顯微鏡(scanning electron microscope, SEM)及電子探針顯微分析儀(electron probe microanalyzer, EPMA)對焊接接頭組織和鋁-銅界面進(jìn)行觀察和微區(qū)成分分析。

表1 旋轉(zhuǎn)摩擦焊工藝參數(shù)Table 1 Rotary friction welding process parameter s

圖1 旋轉(zhuǎn)摩擦焊鋁-銅接頭外觀Fig.1 Appearance of the rotary friction welded Al-Cu joints

2 結(jié)果與討論

2.1 原始態(tài)焊接接頭組織

圖2為原始態(tài)鋁-銅焊接接頭銅母材及銅側(cè)熱影響區(qū)的顯微組織,可觀察到明顯的銅晶粒,晶粒內(nèi)部存在孿晶結(jié)構(gòu),兩個區(qū)域的顯微組織無明顯差異。圖3為原始態(tài)接頭鋁母材及鋁側(cè)熱影響區(qū)的顯微組織,可見鋁母材的晶粒存在明顯的取向,受焊接熱影響,鋁側(cè)熱影響區(qū)晶粒未發(fā)現(xiàn)有明顯的取向性。

原始態(tài)鋁-銅焊接接頭的SEM形貌如圖4所示。圖4(a,d)為銅母材的SEM形貌,可觀察到明顯的孿晶結(jié)構(gòu);圖4(b,e)為鋁母材的SEM形貌,可觀察到明顯的帶狀組織;圖4(c,f)為鋁側(cè)熱影響區(qū)的SEM形貌,該區(qū)域無明顯的帶狀組織,晶粒呈等軸狀。白海青等[20]研究了鋁合金摩擦焊接頭的組織演變,認(rèn)為近界面的熱影響區(qū)受焊接熱的影響而產(chǎn)生動態(tài)再結(jié)晶。李小欣等[21]研究了焊接參數(shù)對5A06鋁合金攪拌摩擦焊接頭性能的影響,認(rèn)為焊核區(qū)在焊接過程中受焊接熱的影響會發(fā)生動態(tài)再結(jié)晶,帶狀組織消失,晶粒呈等軸狀。徐仲勛等[22]也認(rèn)為焊接熱的作用可以使鋁合金的熱影響區(qū)發(fā)生再結(jié)晶。因此,鋁-銅接頭鋁側(cè)熱影響區(qū)的等軸狀晶粒與摩擦焊過程焊接熱引起的再結(jié)晶有關(guān)。

圖2 原始態(tài)鋁-銅焊接接頭銅母材(a,b)和銅側(cè)熱影響區(qū)(c,d)的顯微組織Fig.2 Microstructures of the Cu base metal(a, b) and heat affected zone of copper side (c, d) for the welded Al-Cu joint in original state

圖3 原始態(tài)鋁-銅焊接接頭鋁側(cè)熱影響區(qū)(a,b)和鋁母材(c,d)的顯微組織Fig.3 Microstructures of the heat affected zone of the aluminum side(a,b) and Al base metal(c,d) for the welded Al-Cu joint in original state

圖4 原始態(tài)鋁-銅接頭銅母材(a,d)、鋁母材(b,e)和鋁側(cè)熱影響區(qū)(c,f)的SEM形貌Fig.4 Scanning electron micrographs of the Cu base metal(a, d), Al base metal(b, e) and heat affected zone of alumimum side(c, f) for the welded Al-Cu joint in original state

2.2 室溫彎曲性能

在室溫條件下對相同工藝旋轉(zhuǎn)摩擦焊的兩塊鋁-銅接頭進(jìn)行彎曲試驗(yàn),兩塊彎曲試樣的斷裂位置及斷口宏觀形貌如圖5所示。結(jié)果顯示,1號試樣彎曲斷裂于鋁-銅界面,2號試樣斷裂于鋁側(cè)熱影響區(qū)。為了進(jìn)一步確定兩塊試樣的斷裂位置,使用電火花線切割機(jī)將斷口試樣縱剖,鑲嵌、磨拋后在顯微鏡下進(jìn)行觀察。兩塊試樣的斷口全貌和斷口附近顯微組織如圖6和圖7所示。結(jié)果顯示,1號試樣基本沿鋁-銅界面斷裂(圖6),2號試樣鋁-銅界面未出現(xiàn)裂紋,結(jié)合良好(圖7)。

圖5 試樣彎曲斷裂位置(a)及1號(b)和2號(c)試樣斷口的宏觀形貌Fig.5 Fracture positions of the specimens during bending(a) and macroscopic appearances of the fracture of specimens No.1(b) and No.2(c)

圖6 1號試樣斷口全貌(a)和斷口附近顯微組織(b～e)Fig.6 Overall view of fracture(a) and microstructures near the fracture(b to e) of specimen No.1

兩塊試樣界面的微觀形貌及元素分布如圖8和9所示。圖8(a)和9(a)分別為1號和2號試樣鋁-銅界面的微觀形貌,兩塊試樣界面結(jié)合良好。Beygi等[23]利用掃描電子顯微鏡的背散射模式觀察發(fā)現(xiàn)界面IMC的襯度與鋁和銅母材存在差異。結(jié)合SEM背散射模式下界面的襯度差異(圖8(a)和9(a)中插圖所示),界面均未發(fā)現(xiàn)明顯的IMC。兩塊試樣的鋁-銅界面元素面分布分別如圖8(b,c)和圖9(b,c)所示。1號和2號試樣鋁-銅界面存在明顯的元素過渡區(qū),其中1號試樣鋁-銅界面的元素過渡區(qū)較窄。為了較準(zhǔn)確地表征元素過渡區(qū)的寬度,對兩塊試樣鋁-銅界面處元素線分布進(jìn)行分析,結(jié)果如圖8(d)和9(d)所示?？梢?號試樣鋁-銅界面的元素過渡區(qū)寬度約為1.8 μm,2號試樣鋁-銅界面的元素過渡區(qū)寬度約為2.7 μm。較寬的元素過渡區(qū)可以提高鋁-銅接頭的界面結(jié)合強(qiáng)度,進(jìn)而提高鋁-銅接頭的彎曲性能。

圖7 2號試樣斷口全貌(a)和斷口附近顯微組織(b～e)Fig.7 Overall view of fracture(a) and microstructures near the fracture(b to e) of specimen No.2

圖8 1號試樣界面的微觀形貌(a)及元素分布(b～d)Fig.8 Micrograph(a) and element distributions at the interface(b to d) of specimen No.1

圖9 2號試樣界面的微觀形貌(a)及元素分布(b～d)Fig.9 Micrograph(a) and element distributions at the interface(b to d) of specimen No.2

3 結(jié)論

(1)利用旋轉(zhuǎn)摩擦焊工藝實(shí)現(xiàn)了1070純鋁與T2純銅的連接。對相同工藝旋轉(zhuǎn)摩擦焊的兩塊鋁-銅接頭進(jìn)行室溫彎曲試驗(yàn),1號試樣斷裂于鋁-銅界面,2號試樣斷裂于鋁側(cè)母材。

(2)Cu母材和Cu側(cè)熱影響區(qū)可觀察到明顯的銅晶粒,晶粒內(nèi)部存在孿晶結(jié)構(gòu),兩個區(qū)域的顯微組織無明顯差異。Al母材的晶粒存在明顯的取向,受焊接熱影響,Al側(cè)熱影響區(qū)發(fā)生再結(jié)晶,晶粒呈等軸狀。

(3)鋁-銅焊接接頭界面組織對其力學(xué)性能的影響顯著,提高鋁-銅界面的結(jié)合強(qiáng)度可以大大提高材料的彎曲性能。較窄的元素過渡區(qū)是1號試樣在彎曲過程中界面斷裂的主要原因。因此,應(yīng)嚴(yán)格控制旋轉(zhuǎn)摩擦焊工藝的穩(wěn)定性,以提高焊接接頭的彎曲性能。